薛克敏 吳戰(zhàn)立 李 萍 王曉溪 賈建磊

合肥工業(yè)大學(xué),合肥,230009

0 引言

近年來,采用大塑性變形法(super plastic deformation,SPD)[1-2]制備塊體超細(xì)晶材料成為材料科學(xué)領(lǐng)域研究的熱點,等徑角擠壓(equal channel angular extrusion,ECAE)[3]和扭擠(twist extrusion,TE)[4]是其中兩種較為典型的工藝。國內(nèi)外學(xué)者對這兩種工藝方法進(jìn)行了大量的理論與實驗研究[5-15],取得了一系列成果,但同時也發(fā)現(xiàn),它們存在共同的缺陷,主要體現(xiàn)在：一道次變形的應(yīng)變量較小,從而導(dǎo)致細(xì)化晶粒的能力有限,難以獲得超細(xì)晶材料(平均晶粒尺寸小于100nm)。而要獲得理想的晶粒細(xì)化效果,剪切變形方式和較大的應(yīng)變累積量尤為重要[8]。為了累積更大的一道次剪切變形量,本文將ECAE與TE兩種工藝結(jié)合起來,設(shè)計了一種新的大塑性變形工藝——等徑角擠扭(ECAE-T)工藝,并運(yùn)用有限元模擬和實驗相結(jié)合的方法,對ECAE、TE、ECAE-T這三種工藝進(jìn)行模擬仿真,對比分析ECAE-T工藝的合理性,重點分析了ECAE-T的變形特征與應(yīng)力應(yīng)變等場量分布;通過對純鋁的ECAE與ECAE-T實驗研究,驗證模擬結(jié)果,并進(jìn)一步對比分析了兩種工藝一道次后組織的變形特征。

1 有限元模擬分析

1.1 有限元模型建立

圖1為ECAE、TE及ECAE-T三種工藝的通道原理圖。由圖1a和圖1b可知,對于ECAE而言,制件經(jīng)過夾角為φ并帶有一定外角ψ的同截面豎直通道和水平通道,在轉(zhuǎn)角處發(fā)生劇烈的近似純剪切變形;而TE則是制件經(jīng)過帶有一定螺旋角β的非圓截面通道,在通道內(nèi)發(fā)生截面轉(zhuǎn)角為γ的旋轉(zhuǎn)剪切變形。兩者共同的特征為：主要以剪切變形的方式累積大的應(yīng)變量且不改變制件的初始形狀與尺寸。本文所設(shè)計的等徑角擠扭工藝如圖1c所示,在傳統(tǒng)的ECAE水平通道后面設(shè)計長為L的同截面TE通道,使ECAE后制件經(jīng)過短暫的剛性平移,再次發(fā)生TE變形。因此在ECAE-T變形過程中將存在兩個大變形區(qū),變形更加劇烈。

圖1 三種工藝變形的原理圖

利用有限元模擬軟件DEFORM-3D對三種工藝變形過程進(jìn)行模擬仿真,在常溫下擠壓,環(huán)境溫度為20℃?；w材料參數(shù)采用程序自帶的純鋁(Al1100)材料的參數(shù),制件為截面10mm×10mm、長80mm的方形坯料?？紤]到純鋁在常溫條件下就具有一定的黏性特征,對應(yīng)變速率具有敏感性,因此,基體材料的本構(gòu)關(guān)系考慮了溫度、應(yīng)變率及變形程度的影響,采用剛黏塑性模同時不考慮模具的變形,沖頭與凹模設(shè)為剛體,制件設(shè)為塑性體。選用內(nèi)角φ=90°、外角ψ=37°和內(nèi)角圓弧R=0.5mm的ECAE模型。由于TE通道的螺旋角β不易控制,本文采用螺旋通道長度L來衡量β的大小,選用螺旋轉(zhuǎn)角γ=90°、螺旋距離L=30mm的TE通道。在上述ECAE通道與 TE通道的基礎(chǔ)上,選取過渡距離L1=15mm的ECAE-T模型。模具和試件摩擦接觸處理采用常剪切模型,摩擦因數(shù)為0.12;凸模下壓速度為1mm/s;采用四節(jié)點四面體等參單元對制件進(jìn)行離散,劃分25 000個網(wǎng)格單元數(shù)量。有限元模型如圖 2所示,其中,ECAE模型與ECAE-T模型基本相似,僅少了TE通道,故沒有示出。

1.2 模擬結(jié)果分析

1.2.1 變形特征

圖2 有限元模型及制件

對于大塑性變形來說,較大的等效應(yīng)變量對晶粒的細(xì)化效果有著十分重要的作用,而制件上的變形過程直接決定著應(yīng)變量的大小,因此,分析ECAE-T工藝的變形特征有重要意義。

圖3為三種工藝變形過程的等效應(yīng)變分布圖。由圖3a可知,ECAE后制件的頭部出現(xiàn)了斜面,頭部與尾部的應(yīng)變量較小,中上部為主要變形區(qū),主要變形區(qū)應(yīng)變量約為1.03,這與文獻(xiàn)[9-11]所得出的結(jié)論相符。由圖3b可知,材料呈螺旋狀流動,應(yīng)變在四周棱角處分布較大,心部較小,頭部形狀基本為一平面。由圖3c可見,ECAE-T存在兩個大塑性變形區(qū),第一變形區(qū)在ECAE轉(zhuǎn)角處,第二變形區(qū)在 TE通道處,且頭部與尾部的變形較小,中部為主要變形區(qū);制件頭部形狀基本與ECAE一致,為一斜面,但四周棱角略有翹起,這是由于金屬在通過ECAE模具轉(zhuǎn)角處時,由于上下部流動速度不同,處于下表面的金屬流動速度較快,上表面的金屬流動較慢所致,在隨后的TE變形中,頭部四棱角處金屬流動速度較快,因此出現(xiàn)微微翹起。

圖3 三種工藝等效應(yīng)變圖

1.2.2 等效應(yīng)變分布特征

為了更加全面深入研究ECAE-T工藝對應(yīng)變的累積效應(yīng),在三種工藝變形后的制件上,選取主要變形區(qū)(中部)橫截面上的三點進(jìn)行跟蹤,點的取法如圖2所示(P1、P2和P3三點沿對角線分布,距擠壓軸分別為0、2mm和 4mm),三種工藝過程中對應(yīng)橫截面上點的等效應(yīng)變隨時間的分布與大小如圖4所示。由圖4可知,ECAE-T后制件上各點的應(yīng)變量明顯大于ECAE和TE的對應(yīng)各點應(yīng)變量。

圖4 三種工藝中橫截面上點的應(yīng)變變化

下面詳細(xì)介紹ECAE-T過程中跟蹤點等效應(yīng)變的變化規(guī)律。由圖4a可知,等效應(yīng)變的變化可分兩個階段。第一階段：隨著沖頭的進(jìn)給,材料在轉(zhuǎn)角處發(fā)生了劇烈的剪切變形,三點等效應(yīng)變變化情況與EACE基本一致,但數(shù)值略大,這是由于第二變形區(qū)(TE區(qū))提供的軸向反力為第一變形區(qū)(ECAE區(qū))提供背壓所造成的。第二階段：當(dāng)制件進(jìn)入TE通道后,變形進(jìn)一步增大,三點應(yīng)變再次增大,但劇烈程度不如第一階段,在TE入口與出口處應(yīng)變增速明顯;制件進(jìn)入出口水平通道后,不再受到剪切變形作用,應(yīng)變基本保持不變。在此過程中,橫截面上點的等效應(yīng)變隨著距擠壓軸的距離的增大而增大,邊緣處點P3的應(yīng)變值迅速變?yōu)樽畲?約為2.06。這些結(jié)論與文獻(xiàn)[12-15]所進(jìn)行的 TE研究相符合。需要說明的是,中心點P1的等效應(yīng)變理論上在經(jīng)過第一變形區(qū)后將不再變化,因為在TE過程中,中心軸線上的點不受剪切作用。但遺憾的是,在本次模擬分析及文獻(xiàn)[14]中所進(jìn)行的研究中,中心點P1處的等效應(yīng)變在經(jīng)過 TE區(qū)時均有不同程度的增大,這可能是由于TE通道造型及軟件模擬過程中存在的誤差造成的,需要進(jìn)一步的研究來確認(rèn)。

把對應(yīng)各點在三種工藝中的應(yīng)變值提取出來,結(jié)果如圖 4b所示。以邊緣點 P3為例,在ECAE和TE變形過程中,等效應(yīng)變最大值分別約為1.12和 0.86,而在 ECAE-T后該值為2.06,比 ECAE、TE分別提高了 81.2%和139.5%。因此得出結(jié)論：ECAE-T能夠使材料的變形程度增加,累積比ECAE和 TE更大的塑性應(yīng)變量,此結(jié)論可為進(jìn)一步細(xì)化晶粒提供條件,為ECAE-T工藝的合理性提供一定的理論依據(jù)。

1.2.3 等效應(yīng)力分布特征

圖5為制件在ECAPE-T過程中的等效應(yīng)力分布云圖,由圖5可知：由于制件在水平通道內(nèi)剛性平移,在TE中心部分變形較小,應(yīng)力較小,ECAE轉(zhuǎn)角和TE通道邊緣部分變形較大,應(yīng)力值大且較為均勻,最大約為121MPa。因此,在這兩處變形劇烈區(qū)域易發(fā)生應(yīng)力集中,特別是在TE通道棱邊更容易使模具產(chǎn)生破壞,這為模具設(shè)計提供了依據(jù),應(yīng)在ECAE內(nèi)轉(zhuǎn)角處設(shè)計適當(dāng)?shù)膱A弧過渡,并在TE通道處采用強(qiáng)度、硬度高的材料,以防止模具破壞,提高模具壽命。

圖5 ECAE-T通道內(nèi)制件上的應(yīng)力分布

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 實驗方法

為了驗證模擬結(jié)果的可靠性以及ECAE-T相對于ECAE的優(yōu)勢,在相同的實驗條件下,采用自行設(shè)計的模具分別進(jìn)行了ECAE-T及ECAE對比實驗,模具通道幾何參數(shù)與模擬時所設(shè)計的參數(shù)一致,如前文所述。所用材料為鑄態(tài)工業(yè)高純鋁(1A85),實驗在室溫下進(jìn)行,沖頭壓下速度為1mm/s,采用石墨潤滑。實驗前對鋁錠進(jìn)行線切割,切割成截面為10mm×10mm、長為80mm的矩形制件,采用文獻(xiàn)[10]的退火工藝,以消除內(nèi)應(yīng)力,均勻化組織。實驗后對兩種工藝下的制件進(jìn)行顯微組織觀察。

2.2 實驗結(jié)果

圖6為ECAE-T實驗過程中的宏觀變形圖,由圖6可知,ECAE-T實際的變形過程中明顯存在兩個主要變形區(qū),分別在ECAE轉(zhuǎn)角和TE通道處。與圖5及圖3c的模擬過程圖相比較可知,兩者變形過程一致,從而證明了本文采用DEFORM-3D進(jìn)行模擬分析的正確性。

圖6 ECAE-T實驗過程中制件變形圖

圖7 為ECAE和ECAE-T實驗后制件的宏觀形貌圖,由圖7可見,制件在ECAE-T后總體形貌沒有太大的改變,兩端均出現(xiàn)了斜面,其中頭部形狀與模擬結(jié)果一致,即基本呈一斜面,但四周略有翹起;但ECAE-T后各個面的位置發(fā)生了顯著的變化,尤其是ECAE-T后剪切面由Y面變成了Z面。如圖7b所示,在Z面上可以看到擠壓后留下的痕跡,這是由ECAE轉(zhuǎn)角處劇烈剪切變形所造成的。

圖7 純鋁一道次ECAE和ECAE-T后宏觀形貌圖

由于ECAE-T和ECAE制件頭部變形較小,故選取制件中部主要變形區(qū)進(jìn)行組織形貌分析,在圖7切面附近選擇X、Y和Z面進(jìn)行研磨拋光,利用光學(xué)顯微鏡對各個面進(jìn)行觀察,結(jié)果如圖8所示。圖 8a所示是初始退火組織,為0.2～1mm的等軸晶粒。由圖8b～圖8d可知,晶粒在X面上呈水平條帶狀,在Y面上晶粒被拉長,呈傾斜條帶狀,與X軸夾角約為25°,Z面上晶粒基本無變化,這些結(jié)論與文獻(xiàn)[7,10]相一致。由圖8e～圖8g可知,晶粒在X面上仍為條帶狀,但取向變?yōu)樨Q直方向;在Y面上基本呈等軸晶粒,變化不明顯;在Z面上晶粒被拉長且與X軸夾角約為25°,這與 ECAE的Y 面(圖 8c)相似。比較由圖8c與圖8g可知,ECAE-T后組織比ECAE更加狹長、細(xì)小。

圖8 純鋁一道次ECAE和ECAE-T前后制件組織

2.3 結(jié)果分析

由模擬及實驗結(jié)果可知,一道次ECAE-T后,累積等效應(yīng)變比ECAE和TE明顯增大,組織取向比ECAE旋轉(zhuǎn)了90°,且更加狹長、細(xì)小。這是由于ECAE-T工藝存在兩個大變形區(qū),且由于第二變形區(qū)(TE)變形的存在,材料在TE變形區(qū)的軸向反力成為第一變形區(qū)(ECAE)變形的背壓,為其提供很大的靜水壓力,從而使第一變形區(qū)變形量比單道次ECAE要大,這些因素最終都導(dǎo)致了ECAE-T在相同道次下能夠累積比ECAE和TE更大的塑性應(yīng)變量。而劇烈剪切變形方式、高的靜水壓力和較大的應(yīng)變累積量是大塑性變形細(xì)化晶粒尺寸的主要因素,特別是對塑性較差的材料(如粉體材料等)變形都有著極為有利的作用。因而得出結(jié)論：ECAE-T能累積更大的剪切變形量,能更加有效地細(xì)化組織,是更加優(yōu)異的大塑性變形工藝。隨著ECAE-T螺旋轉(zhuǎn)角的增大、TE通道長度的減小(L減小表示螺旋角β增大)以及擠壓道次的增加,剪切變形將更為劇烈并累積更大的應(yīng)變量,制件組織將進(jìn)一步被拉長、破碎,從而得到更好的細(xì)化效果。

3 結(jié)論

(1)結(jié)合等徑角擠壓(ECAE)和扭擠(TE)兩種工藝,提出了等徑角擠扭(ECAE-T)新工藝,豐富了大塑性變形法的種類。

(2)運(yùn)用有限元法對ECAE-T進(jìn)行了仿真,相同模擬條件下,同一點在ECAE-T過程中累積的應(yīng)變量相對于ECAE和 TE有大幅提高,以邊緣點 3的等效應(yīng)變分布為例,應(yīng)變分別提高81.2%和139.5%;且在ECAE-T過程中,應(yīng)變值隨距擠壓軸的距離的增大而增大,應(yīng)力主要發(fā)生在兩大變形區(qū),最大約為121MPa。

(3)采用自行設(shè)計的模具,室溫下進(jìn)行了ECAE-T和ECAE實驗,結(jié)果表明：模擬與實驗結(jié)果十分一致;與ECAE相比,一道次ECAE-T后制件組織取向旋轉(zhuǎn)了90°,晶粒明顯拉長、細(xì)小,從而驗證了ECAE-T是更加優(yōu)異的大塑性變形工藝。

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